Проектирование системы электроснабжения города

Рр.кл - расчетная активная мощность, проходящая по кабелю;

Rкл - активное сопротивление кабельной линии;

Qр.кл - расчетная реактивная мощность, проходящая по кабелю;

Хкл - реактивное сопротивление кабельной линии;

Uн - номинальное напряжение сети;

Рр.пс - расчетная активная мощность, проходящая через переходные сопротивления;

Rпс - активное сопротивление кабельной переходных сопротивлений.

Принимаем величину напряжения на СШ равное 1,05Uном = 400В.

Поставив значения в вышеприведенную формулу получим следующее значение падения напряжения для питательного насоса, подключенного к ЩС-1.

?U = 15,42В; ?U% = + 1,31%.

Эта величина согласно ПУЭ допустима.

Произведя расчет для остальных потребителей определим падение напряжения на их клеммах. Результаты занесем в таблицу 22.1.

Таблица 22.1 - Величины падений напряжения на клеммах потребителей.

Потребитель	?U, В	?U%, %
Щит силовой - 1	7,6	+3,3
Щит силовой - 2	8,4	+3
Щит силовой - 3	7,2	+3,4
Щит силовой - 4	6,1	+3,7
Щит силовой - 5	19,6	+0,1
Щит силовой - 6	19,6	+0,1
Щит силовой - 7	7,1	+3,4
Щит силовой - 8	6,5	+3,6
Щит силовой - 9	5,4	+3,8
Щиток освещения - 1	9,1	+2,9
Щиток освещения - 2	4,9	+4
Щиток аварийного освещения - 1	1,5	+4,9
Вентилятор котловой №2	16,2	+0,8
Дымосос №6	18,1	+0,6
Вентилятор аварийный №1	15,4	+1,2
Насос питательный №2	19,6	+0,1
Насос сетевой №1	27,8	-3,6
Насос дренажный №2	10,4	+2,5
Насос подпиточный №1	8,9	+2,9
Станок токарный	10,2	+2,4
Сварочный аппарат	11,0	+2,3

Все рассчитанные значения находятся в допустимых пределах.

2.21 Выбор сечений шин распределительных устройств

Сечения шин выбираем по длительно допустимым токам стандартных сечений шин. Результаты выбора заносим в таблицу 23.1.

Таблица 23.1 - Сечения шин распределительных устройств.

Распредустройство	Расчетный ток, А	Сечение, мм
1 Секция шин	1 667	120х8
2 Секции шин	1 637	120х8
Щит силовой - 1	296,9	30х4
Щит силовой - 3	274	30х4
Щит силовой - 4	222	25х3
Щит силовой - 5	830	60х6
Щит силовой - 6	830	60х6
Щит силовой - 7	296,9	30х4
Щит силовой - 8	274	30х4
Щит силовой - 9	222	25х3

2.22 Выбор коммутационной и защитной аппаратуры

Как было сказано выше для управления двигателями применяем контакторы серий КТИ и КМИ производства ИЭК, а для защиты потребителей и щитов - автоматические выключатели серий ВА (ИЭК) и Электрон.

Контакторы выбираем по следующим условиям

Uном.к ? Uном.сети;

Iном.к. ? Iном.дв,

где Uном.к - номинальное напряжение контактора;

Uном.сети - номинальное напряжение сети;

Iном.к. - номинальный ток контактора;

Iном.дв - номинальный ток двигателя.

Все автоматические выключатели, которые мы будем выбирать оснащены комбинированными расцепителями - тепловой + электромагнитный.

Автоматические выключатели выбираем, руководствуясь следующими условиями:

Uном.ав ? Uном.сети;

Iном.ав. ? Iном.дв;

Iном.тр. ? 1,2·Iном.дв;

Iном.эр. ? 1,25·Iпуск.дв,

где Uном.ав - номинальное напряжение автоматического выключателя;

Uном.сети - номинальное напряжение сети;

Iном.ав. - номинальный ток автоматического выключателя;

Iном.дв - номинальный ток двигателя;

Iном.тр. - номинальный ток теплового расцепителя автомата;

Iном.эр. - номинальный ток электромагнитного расцепителя автомата;

Iпуск.дв - пусковой ток двигателя.

Выбранные аппараты заносим в таблицы 24.1 и 25.1.

Таблица 24.1 - Коммутационные аппараты.

Потребитель	Тип контактора	Uном контактора, В	Iном контактора, А
Вентилятор котловой	КТИ-5115	380	115
Вентилятор аварийный	КМИ-22510	380	25
Насос питательный	КТИ-5115	380	115
Насос сетевой	КТИ-6500	380	500
Насос дренажный	КМИ-10910	380	9
Насос подпиточный	КМИ-34012	380	40
Станок сверлильный	КМИ-10910	380	9
Станок заточной	КМИ-10910	380	9
Станок токарный	КМИ-10910	380	9
Вентилятор вытяжной	КМИ-10910	380	9
Сварочный аппарат	КМИ-22510	380	25

Таблица 25.1 - Защитные аппараты.

Потребитель	Тип АВ	Iном.ав, А	Iном.тр, А	Iном.эр, А
Вентилятор котловой	ВА 88-32	125	100	1 000
Дымосос	ВА 88-33	160	160	1 600
Вентилятор аварийный	ВА 47-29	63	25	250
Насос питательный	ВА 88-32	125	100	1 000
Насос сетевой	ВА 88-40	800	500	5 000
Насос дренажный	ВА 47-29	63	4	40
Насос подпиточный	ВА 88-32	125	40	400
Станок сверлильный	ВА 47-29	63	4	40
Станок заточной	ВА 47-29	63	6	60
Потребитель	Тип АВ	Iном.ав, А	Iном.тр, А	Iном.эр, А
Станок токарный	ВА 47-29	63	6	60
Вентилятор вытяжной	ВА 47-29	63	2	20
Сварочный аппарат	ВА 47-29	63	20	200
Щит силовой - 1	ВА 88-37	400	400	4 000
Щит силовой - 2	ВА 47-29	63	40	400
Щит силовой - 3	ВА 88-37	400	400	4 000
Щит силовой - 4	ВА 88-37	400	315	3 150
Щит силовой - 5	ВА88-43	1 600	1 000	4 500
Щит силовой - 6	ВА88-43	1 600	1 000	4 500
Щит силовой - 7	ВА 88-37	400	400	4 000
Щит силовой - 8	ВА 88-37	400	400	4 000
Щит силовой - 9	ВА 88-37	400	315	3 150
Щиток освещения - 1	ПР-2	60	15	-
Щиток освещения - 2	ПР-2	60	15	-
Щиток аварийного освещения	ПР-2	15	6	-
1 Секция шин	Э25С-ХЛ3	4 000	4 200	40 000
2 Секция шин	Э25С-ХЛ3	4 000	4 200	40 000
Секционный автомат	Э25С-04	2 500	2 150	40 000

3. Специальная часть

Применение частотных преобразователей

Проблемы, связанные с прямым пуском двигателя

При прямом пуске двигателя переменного тока по обмоткам двигателя протекают большие токи, которые при частых или затяжных пусках могут привести к выходу из строя двигателя вследствие разрушения изоляции обмоток. Разрушение изоляции происходит по двум причинам: механические разрушения и снижение изоляционных характеристик из-за превышения допустимой температуры.

Первая причина связана с тем, что на обмотки двигателя действуют электродинамические усилия, величина которых пропорциональна квадрату тока. Пусковой ток двигателя в 5 - 7 раз превышает номинальный, соответственно в 25 - 49 раз возрастают электродинамические усилия, действующие на обмотки. Они приводят к механическим перемещениям обмотки в пазовой и лобовых частях, которые разрушают изоляцию. Практикам известно ослабление пазовых клиньев и бандажей в лобовых частях обмоток. Ослабление пазовых клиньев и бандажей усиливает механическое перемещение обмоток и разрушение изоляции.

Вторая причина - термическое разрушение изоляции - связана с тем, что при превышении температурой изоляции установленного для нее порога в последней происходят необратимые физико-химические процессы, приводящие к форсированному старению изоляции. А тепловыделение в обмотках пропорционально квадрату величины тока.

Очевидно, что прямой пуск двигателей - это аварийно опасный режим работы двигателя. Подавляющее большинство выходов из строя двигателей происходит в процессе пуска.

Другие отрицательные аспекты прямого пуска двигателей:

повышение нагрузки на электрические сети. При пуске двигателей, как правило, наблюдаются посадки напряжения, неблагоприятные для других потребителей;

неконтролируемые переходные процессы в двигателях, приводящие к большим переходным моментам, отрицательно влияют на все элементы кинематической цепочки привода.

Замена нерегулируемого привода с асинхронными двигателями.

На сегодняшний день в мире большинство электроприводов составляют нерегулируемые привода с асинхронными двигателями. Их применяют в водо- и теплоснабжении, системах вентиляции и кондиционирования воздуха, компрессорных установках и др.

В таких установках плавная регулировка скорости вращения позволяет в большинстве случаев отказаться от использования редукторов, вариаторов, дросселей и другой регулирующей аппаратуры. Это значительно упрощает механическую систему, повышает ее надежность и снижает эксплуатационные расходы.

Работа механизмов большую часть времени на пониженных частотах вращения с уменьшением циклических динамических и вибрационных нагрузок на подшипники, уплотнения, крепления, фундаменты механизмов и электродвигателей и соответствующим увеличением их ресурса и межремонтного пробега.

При подключении через частотный преобразователь пуск двигателя происходит плавно, без пусковых токов и ударов, что снижает нагрузку на двигатель и механизмы, увеличивает срок их службы.

В случае использования ПЧ в электроприводе вентилятора или дымососа снижение потребления электроэнергии достигается благодаря значительному (в 5-6 раз) уменьшению вращающихся маховых масс рабочего колеса, что исключает непроизводительные потери в переходном пусковом режиме: плавные переходные процессы позволяют снизить динамические нагрузки на подшипники дымососа и двигателя, а также соединительные муфты, что приводит к увеличению их срока службы.

Примеры применения регулируемых электроприводов на базе частотных преобразователей

1. Одной из областей наиболее эффективного применения частотных преобразователей являются насосы дополнительной подкачки в системах водо- и теплоснабжения. Особенностью этих систем является неравномерность потребления воды в зависимости от времени суток, дня недели и времени года.

Постоянный объем подачи приводит к заметному ослаблению напора в часы повышенного разбора воды и к значительному повышению давления в магистрали, когда расход воды снижается. Повышение давления в магистрали ведет к потерям воды на пути к потребителю и увеличивает вероятность разрывов трубопровода.

При применении частотного преобразователя есть две возможности регулировать подачу воды: в соответствии с заранее составленным графиком (без обратной связи) и в соответствии с реальным расходом (с датчиком давления или расхода воды).

Регулирование подачи воды позволяет получить экономию электроэнергии до 50 %, а также значительную экономию воды и тепла. Исключение прямых пусков двигателя позволяет снизить пусковые токи, избежать гидравлических ударов и избыточного давления в магистрали, увеличить срок службы двигателя и трубопроводов.

2. Для решения некоторых задач необходимо точное позиционирование механизма. В таких случаях оправдано применение частотных преобразователей с векторным управлением с обратной связью. Эта группа преобразователей имеет возможность работы с полным моментом в области нулевых скоростей. Привода с асинхронными двигателями, питающимися от таких частотных преобразователей, могут заменить регулируемые привода постоянного тока.

Несмотря на немалую стоимость современных ПЧ, средняя окупаемость вложенных средств за счёт экономии ресурсов составляет 0.5-1.5 года. Это вполне реальные сроки!

Также, не стоит забывать о комплексной автоматизации технологического процесса. Ведь современные ПЧ обладают широким набором функций и позволяют значительно упрощать рабочую схему системы.

Конкретные факты по работе различных систем с ПЧ.

Внедрение частотных преобразователей в котельной железнодорожной больницы г.Ижевска позволило снизить потребление электрической энергии на 26,4%.

В Новодвинске внедрение системы частотно-регулируемого электропривода на насосные станции 2,3,4 внесло значительный экономический эффект. Достигнута экономия электроэнергии свыше 30 процентов. Самое главное, такие преобразователи поддерживают неизменно стабильное давление в тепловых сетях.

Результаты опытной эксплуатации частотно-регулируемых электроприводов на котле № 2 ДЕ-16/14 в котельной Авиагородок 9 «а»: Расход электроэнергии электродвигателем без частотно-регулируемого электропривода - 552 кВт·ч за сутки. Расход электроэнергии электродвигателем с частотно-регулируемым электроприводом - 169 кВт·ч за сутки.

Потребление привода насоса горячего водоснабжения на ЦТП-503 МУП “Теплокоммунэнерго” г.Омска составило:

а) с преобразователем частоты 693.085 кВт·ч/нед;

б) без преобразователя частоты 1046.74 кВт·ч/нед.

Выбор преобразователя частоты.

Общие положения.

При выборе модели преобразователя частоты следует исходить из конкретной задачи, которую должен решать электропривод:

типа и мощности подключаемого электродвигателя,

точности и диапазона регулирования скорости,

точности поддержания момента вращения на валу двигателя.

Так же, можно учитывать конструктивные особенности преобразователя, такие как: размеры, форма, возможность выноса пульта управления и др.

В самом простом случае мощность и тип преобразователя можно определить, зная параметры приводного электродвигателя.

Основные выходные характеристики преобразователя, как известно, определяют:

мощность электрического двигателя,

потребляемый электрический ток,

коэффициент мощности двигателя,

коэффициент полезного действия.

Главным параметром при выборе преобразователя является потребляемый электрический ток двигателя, поскольку он определяет режим работы выходных силовых транзисторов.

Для управления асинхронными двигателями выбираем следующие типовые серии преобразователей различных мощностей:

Насосные преобразователи. Основная область использования - разнообразные приводы промышленных механизмов с “вентиляторной нагрузкой”.

Преобразователи общепромышленного применения. Они широко используется в производственных линиях, технологическом оборудовании, легко адаптируется к разным видам нагрузки.

Преобразователи векторного типа. Рекомендуются для механизмов с динамично меняющимися характеристиками и тяжелыми условиями пуска.

Для дымососов и вентиляторов применяют ПЧ насосного типа. Насосные преобразователи - специализированная серия преобразователей разработана нами для управления механизмами, предназначенными для транспортировки жидкостей и газов. Эти механизмы подразделяются на три группы: насосы, вентиляторы и компрессоры.

Чаще всего преобразователи ориентированы на наиболее распространенную в настоящее время группу насосов, вентиляторов и компрессоров центробежного типа, которые имеют так называемую вентиляторную нагрузку.

Отличительными особенностями преобразователей этой серии, которые обусловлены типом нагрузки, являются:

скалярное управление с фиксированным соотношением между напряжением питания и частотой питающего напряжения (U/f);

отсутствие встроенных и дополнительных тормозных устройств;

пониженная перегрузочная способность по моменту в пределах 15% - 20%.

При выборе ПЧ для мощных вентиляторов, дымососов, компрессоров с большими инерционными массами необходимо обратить внимание на возможность ограничения пусковых токов. Ограничение пусковых токов требуется также для исключения гидроударов в трубопроводах. Ограничение пусковых токов требуется также для исключения гидроударов в трубопроводах.

Необходимо также, чтобы в преобразователе для исключения ударных нагрузок на двигатель и механическую часть привода имелась функция плавного пуска. Благодаря ей можно выставить время разгона или торможения электродвигателя независимо друг от друга в довольно широких пределах.

Для управления дымососом выбираем транзисторный преобразователь частоты FR - F740 производства Mitsubishi Electric, который может выполнять следующие функции:

Плавный запуск двигателя.

Управляемое торможение и автоматический перезапуск при пропадании сетевого напряжения.

Полный контроль и повышенная защита электродвигателя.

Запуск при вращающейся нагрузке.

Оптимальное согласование характеристики крутящего момента с характеристикой машины.

Управление несколькими вентиляторами или насосами.

Локальное ПИД-регулирование и опции подключения к сети обмена данными.

Экономия энергии свыше 60% благодаря технологии OEC.

Большой срок службы при упрощенном техобслуживании.

Мощность и конкретную модель преобразователя выберем после определения мощности двигателя.

Исходные данные для расчета.

Паспортные данные котла.

Сопротивление воздушного тракта Дhк = 60 кгс/мм2.

Температура уходящих газов tдг = 160оС.

Расход топлива Qт = 3690 м3/ч.

Геометрические данные газоходов.

Суммарная длина металлического газохода ?гм = 65 м.

Ширина металлического газохода хгм = 2 м.

Высота металлического газохода угм = 1,3 м.

Суммарная длина кирпичного газохода ?гк = 55 м.

Ширина кирпичного газохода хгк = 3,2 м.

Высота кирпичного газохода угк = 2,5 м.

Высота кирпичной трубы котельной Нт = 110 м.

Внутренний диаметр трубы Dт = 3,6 м.

Местные сопротивления, препятствующие прохождению газового потока.

Поворот на 45о х1 = 2 шт.

Шибер х2 = 1 шт.

Резкое расширение (переход металлического дымохода в боров) х3 = 1 шт.

Дополнительные данные для расчета.

Низшая теплота сгорания природного газа Qпг = 7500 ккал/нм3.

Плотность дымовых газов приведенная к 0о С с0дг = 1,25 кг/м3.

Плотность воздуха приведенная к 0о С с0в = 1,293 кг/м3.

Температура помещения в котором установлен двигатель tк = 30о С.

Максимальная температура изоляции двигателя tи.дв = 150о С.

Расчет мощности на валу дымососа.

Для определения мощности произведем расчет сопротивлений при движении дымовых газов по газоходам.

При выполнении гидравлических расчетов газовый тракт от котла до дымовой трубы разбивается на отдельные участки с неизменными размерами поперечного сечения и определенными расходами уходящих газов. По каждому из участков определяем величину гидравлических сопротивлений.

Расход объема дымовых газов за котлом.

Расход дымовых газов, приведенный к 0о С.

Теоретически необходимое количество воздуха для сгорания 1м3 газа.

V0 = 9,5 м3/м3.

Коэффициент избытка воздуха б = 1,15.

Qп.дг = Qт·(1 + V0 + б) = 3690·(1 + 9,05 + 1,15) = 44 003 (м3/ч).

Расход дымовых газов, приведенный к tдг = 160оС.

Qдг = Qп.дг ·(1 + tдг / 273) = 44 003·(1 + 160 / 273) = 69 792 (м3/ч).

Потери в металлическом газоходе.

Скорость дымовых газов в газоходе.



Потери температуры (газоход - металлический футерованный).

Средняя температура в газоходе.

tср.м = tдг - Дtгм / 2 = 160 - 8,13 / 2 = 155,9 (о С).

Линейные сопротивления (на трение).

Коэффициент трения для металлических поверхностей

лм = 0,02.

Плотность дымовых газов в металлическом газоходе при температуре tср.м=155,9о С.

Линейные сопротивления (на трение).

Суммарные местные сопротивления.

Коэффициенты местных сопротивлений.

Поворот на 45о - о1 = 0,5.

Шибер - о2 = 1.

Резкое расширение

Местные сопротивления

Расход уходящих газов за металлическим газоходом.

Аналогично определяем потери в кирпичном газоходе и дымовой трубе.

Сопротивления и тягу в трубе рассчитываем для 5 котлов работающих на полную мощность.

Рассчитанные данные для кирпичного газохода:

Скорость дымовых газов в газоходе - 4,16 м/с.

Потери температуры (толщина стенки 0,5 м) - 3,44о_С.

Средняя температура в газоходе - 150,2о_С.

Плотность дымовых газов - 0,806 кг/м3.

Линейные сопротивления (на трение) - 5,47 кгс/м2.

Расход уходящих газов за газоходом - 67 929 м3/с.

Рассчитанные данные для дымовой трубы:

Скорость дымовых газов в трубе - 9,27 м/с.

Потери температуры (толщина стенки > 0,5 м) - 6,88о_С.

Средняя температура в трубе - 145о_С.

Плотность дымовых газов - 0,816 кг/м3.

Линейные сопротивления (на трение) - 42,9 кгс/м2.

Расход уходящих газов за газоходом - 67 929 м3/с.

Потери давления при выходе дымовых газов в атмосферу (скоростной напор) - 34,22 кгс/м2.

Тяга, создаваемая трубой.

Плотность наружного воздуха при 25о С.

Тяга, создаваемая трубой.

Дhт = Нт·(св - сдг.т) = 110·(1,185 - 0,816) = 40,5 (кгс/м2).

Полный расчетный напор дымососа.

Выбор типа дымососа.

Тип дымососа выбираем по номограммам, ориентируясь на величину расхода 69 793 м3/ч и напора 191,8 кг/м2.

Момент инерции рабочего колеса - 485 кг·м2;

КПД в данном режиме - 0,82.

Выбор электродвигателя при использовании прямого пуска.

Мощность на валу дымососа.

Коэффициент запаса при использовании для соединения дымососа и двигателя муфты кз = 1,1.

КПД передачи (муфты) зп = 0,95.

Коэффициент, учитывающий плотность дымовых газов, относительно плотности воздуха

кп = с0дг / с0в = 1,25 / 1,293 = 0,967.

Мощность на валу дымососа.

Коэффициент, учитывающий температуру помещения в котором установлен двигатель (номинальная 40о С, а в помещении 30о С).

кт = 1,125.

Мощность двигателя

Рдв = Рд / кт = 49,8 / 1,125 = 44,2 (кВт).

Выбор двигателя.

Для тяго-дутьевых машин, устанавливаемых в котельных, применяют защищенные от пыли и имеющие противосыростную изоляцию электродвигатели.

Для привода дымососа выбираем двигатель 5AM250M8, производства Владимирского электромоторного завода. Двигатель имеет повышенный пусковой момент и защищенное исполнение класса IP54.

Характеристики двигателя:

Тип: 5AM250M8

Номинальная мощность на валу - 45 кВт;

Номинальная скорость вращения - 740 об/мин;

Кратность пускового момента - 1,8;

Кратность критического момента - 2,6;

Кратность пускового тока - 6,8;

Момент инерции ротора - 1,4 кг·м2;

Плотность тока обмоток статора - 4,2 А/мм2.

Проверка на запуск выбранного двигателя.

Статический момент дымососа на максимальной мощности.

Средний за время разгона статический момент дымососа

Мст.ср.д = Мст.д · 0,333 = 642,2 · 0,333 = 213,9 (Н·м).

Время пуска двигателя до достижения температуры обмоток статора равной 150о С.

Динамический момент ротора двигателя и рабочего колеса дымососа.

Суммарный момент сопротивления на валу двигателя при пуске.

МсУ = МдинУ + Мст.ср.д = 1708 + 213,9 = 1921,9 (Н·м).

Номинальный момент двигателя.

Средний допустимый момент при пуске двигателя

Т.к. средний допустимый момент при пуске двигателя (1164 Н·м) меньше суммарного момента сопротивления на валу двигателя при пуске (1921,9 Н·м), следовательно двигатель не запустится за время нагрева обмоток статора до максимальной температуры изоляции.

Предварительная проверка двигателя мощностью 55 кВт также выявила недостаточность пускового момента.

Выбираем двигатель 5AM280M8e мощностью 75 кВт, производства Владимирского электромоторного завода. Двигатель имеет защищенное исполнение класса IP54. Проверка на запуск прошла успешно. Средний допустимый момент при пуске двигателя (1808 Н·м) больше суммарного момента сопротивления на валу двигателя при пуске (1488 Н·м), следовательно двигатель запустится за время нагрева обмоток статора до максимальной температуры изоляции.

Выбор двигателя при использовании преобразователя частоты.

При использовании преобразователя пусковой ток двигателя изменяется в пределах 0,5 - 1,5 номинального значения. Производим расчет для первоначально выбранного двигателя мощностью 55 кВт. При этом учитываем, что пусковой момент может быть увеличен на 120% при помощи ПЧ. Выписываем результаты расчетов.

Время пуска двигателя до достижения температуры обмоток статора равной 150о С.

фп.дв = 476 с.

В результате получилась очень большое допустимое время пуска. Ограничиваем его 60 секундами.

Динамический момент ротора двигателя и рабочего колеса дымососа.

МдинУ = 628,2 Н·м.

Суммарный момент сопротивления на валу двигателя при пуске.

МсУ = 842 Н·м.

Номинальный момент двигателя.

Мн.дв = 653,3 Н·м.

Средний допустимый момент при пуске двигателя

Мср.п.дв = 1164 Н·м.

Т.к. средний допустимый момент при пуске двигателя (1164 Н·м) больше суммарного момента сопротивления на валу двигателя при пуске (842 Н·м), следовательно двигатель запустится менее чем за 60 секунд, хотя время нагрева обмоток до максимально допустимой температуры намного больше 60 секунд.

Технико-экономическое сравнение вариантов выполнения привода дымососа.

Расчет производим для 100% нагрузки котлоагрегата. Остальные режимы не рассматриваем. Предполагаем что котел работает 6 месяцев без остановки в период отопительного сезона и 4 месяца по 12 часов в году для горячего водоснабжения.

Капитальные затраты.

Капитальные затраты на вариант с прямым пуском.

Контактор КТИ-5150 (150А) - 468 грн.

Автомат ВА 88-35 (250А) - 658 грн.

Двигатель 5AM280M8e (75кВт) - 15 998 грн.

Капитальные затраты на вариант с мягким пуском.

ПЧ Mitsubishi Electric FR-F740 - 00930 (45кВт) - 24 120 грн.

Автомат ВА 88-33 (150А) - 252 грн.

Двигатель 5AM280M8 (45кВт) - 11 897 грн.

Суммарные капитальные затраты по обоим вариантам.

Ус1 = 468 + 658 + 15 998 = 17 124 (грн.);

Ус2 = 36 269 грн.

Ус1 / Ус2 = 17 124 / 36 629 = 2,12.

Коэффициент загрузки двигателей.

кз1 = Рд / (75 · кт) = 49,8 / (75 · 1,125) = 0,59.

кз2 = 0,983.

КПД и cos ц двигателей при данном коэффициенте загрузки.

Значения снимаем по унифицированным кривым КПД и cosц для двигателей 10-110 кВт.

з1 = 0,905; cos ц1 = 0,77;

з2 = 0,91; cos ц2 = 0,84.

Потребляемые активная и реактивная мощность.

Р1 = Рд / з1 = 49,8 / 0,905 = 55 (кВт);

Р2 = 54,69 кВт;

Q1 = Р1 · tg ц1 = 55 · 0,829 = 45,57 (кВАр);

Q2 = 35,33 кВАр.

Потребляемые активная и реактивная энергия за год (кВт, кВАр).

Количество часов работы КА в год фр = 5800 ч.

W1 = Р1 · фр = 55 · 5 800 = 318 957 (кВт·ч);

W2 = 317 204 кВт·ч;

W1р = Q1 · фр = 45,57 · 5 800 = 264 297 (кВАр·ч);

W2р = 204 893 кВАр·ч.

Годовые затраты на электроэнергию.

Стоимость активной и реактивной ЭЭ для предприятий.

са = 0,225 грн; ср = 0,45 грн.

Годовые затраты на электроэнергию.

З1а = W1 · са = 318 957 · 0,225 = 71 765 (грн);

З2а = 71 370 грн;

З1р = W1р · ср = 264 297 · 0,45 = 118 933 (грн);

Зр2 = 92 202 грн.

Экономия электроэнергии за год.

ЭWА = W1 - W2 = 318 957 - 317 204 = 1 752 (кВт·ч);

ЭWР = 59 403 кВАр·ч.

Экономия средств за год.

ЭСА = З1а - З1а = 71 765 - 71 370 = 394,3 (грн);

ЭСР = 26 731 грн;

УЭС = ЭСА + ЭСР = 394,3 + 26 731 = 27 126 (грн).

Вывод.

В этой части дипломного проекта мы выполнили расчет полупроводникового пускателя для дымососа котла ДКВР-10/13. Расчеты показали экономическую целесообразность применения подобных устройств, как для создания новых установок подобного типа, так и для модернизации уже работающих. Срок окупаемости полупроводникового привода не превышает 1 года, несмотря на высокую стоимость ППЧ.

Опираясь на данные расчета и опыт эксплуатации полупроводниковых частотных преобразователей, определим преимущества и недостатки из применения на практике.

Преимущества:

Применение двигателей меньшей мощности для привода высокоинерционной нагрузки, чем при использовании прямого пуска. Как следствие повышение коэффициента загрузки двигателя, а, следовательно, повышение его КПД и коэффициента мощности в рабочем режиме.

Снижение пусковых токов двигателя до 1,5 Iном. Как следствие уменьшение нагрузки на сеть во время запуска двигателя и уменьшение электродинамических нагрузок на обмотку статора.

Увеличение cos ц. Как следствие уменьшение реактивной нагрузки на сеть, уменьшение потерь напряжения в питающих линиях.

Снижение динамической нагрузки на приводимый механизм во время пуска. В частности для дымососа: уменьшаются нагрузки на соединительных муфтах, подшипниках дымососа и двигателя, что уменьшает их износ и затраты на обслуживание.

Простота в обслуживании, продолжительный срок службы и высокая надежность современных ППЧ.

Кроме того, следует отметить, что выбранный преобразователь выполнен на современной элементной базе. Главный узел - инвертор построен на транзисторах структуры МДП, что дало возможность применить ШИМ, благодаря которой ыходной сигнал максимально приближен к синусоидальному. Это дает еще больший экономический эффект если произвести сравнение с тиристорными ППЧ, имеющим на выходе кроме основной большое количество паразитных гармоник высоких порядков, энергия которых затрачивается на нагрев двигателя. Суммарная мощность этих гармоник составляет 3-5% от полезной мощности.

К недостаткам можно отнести только высокую стоимость преобразователя.

В перспективе преобразователь можно укомплектовать регулятором разряжения в топке котла и построить систему автоматического регулирования разряжения, которая даст еще больший экономический эффект.

4. Релейная защита и автоматика

Особенности выполнения дифференциальных защит силовых трансформаторов.

Назначение и принцип действия дифференциальной защиты.

В качестве основной быстродействующей защиты трансформаторов от многофазных коротких замыканий, однофазных коротких замыканий с большим током замыкания на землю и в отдельных случаях от замыканий витков одной фазы широкое распространение получила продольная дифференциальная токовая защита (рисунок 4.1).

При внешнем коротком замыкании и нагрузке токи и направлены в одну сторону (рисунок 4.1, а) и находятся в определённом соотношении, равном коэффициенту трансформации защищаемого трансформатора:

(1)

При внешнем коротком замыкании защита не должна действовать, при коротком замыкании в трансформаторе - должна сработать. С учётом этого и выполняется схема защиты. Трансформаторы тока TAI и TAII, питающие схему, устанавливаются с обеих сторон защищаемого трансформатора. Их вторичные обмотки соединяются разноимёнными полярностями так, чтобы при внешнем коротком замыкании и нагрузке вторичные токи IIв и IIIв были направлены в контуре соединительных проводов последовательно (циркулировали по ним). Дифференциальное реле КА включается параллельно вторичным обмоткам трансформаторов тока.

При таком соединении в случае внешнего короткого замыкания и при токе нагрузки вторичные токи IIв и IIIв замыкаются по обмотке реле КА и направлены в ней встречно, поэтому ток в реле равен разности вторичных токов:

При коротком замыкании в защищаемом трансформаторе вторичные токи IIв и IIIв проходят по обмотке реле в одном направлении (рисунок 4.1,,), в результате чего ток в реле равен их сумме:

Если , то реле срабатывает и отключает трансформатор.

Для того чтобы дифференциальная защита не срабатывала при нагрузке и внешних коротких замыканиях, необходимо уравновесить вторичные токи в плечах защиты таким образом, чтобы ток в реле, равный их разности, отсутствовал:

(2)

Для этого необходимо, чтобы токи совпадали по модулю и по фазе, т. е.

(3)

Способы выполнения защит.

Возможны два основных способа выполнения продольных защит: применение самостоятельных защит для каждой обмотки или общей для всех обмоток. Недостатками первого варианта являются следующие:

защита не реагирует (во многих исполнения) на относительно частый вид повреждения - витковые к. з.;

необходимо устанавливать дополнительные ТТ у выводов фаз к нейтралям и в обмотках, соединенных в треугольник, и большее число комплектов реле.

Поэтому на практике, как правило, применяется второй вариант - общая защита для всех обмоток.

Особенности исполнения дифференциальной защиты трансформаторов.

В продольной дифференциальной токовой защите линий электропередачи и генераторов первичные токи в начале и конце защищаемого участка одинаковы, поэтому для выполнения условия селективности (2) достаточно иметь равенство коэффициентов трансформации трансформаторов тока. Иное положение имеет место в продольной дифференциальной токовой защите трансформаторов. Первичные токи обмоток трансформатора не равны по значению и в общем случае не совпадают по фазе.

В режиме нагрузки и внешнего короткого замыкания ток трансформатора на стороне низшего напряжения всегда больше тока на стороне высшего напряжения . Их соотношение определяется коэффициентом трансформации силового трансформатора согласно (1).

В трансформаторах со схемами соединения обмоток звезда-треугольник и треугольник-звезда токи и различаются не только по значению, но и по фазе. Угол сдвига фаз зависит от группы соединения обмоток трансформатора. При наиболее распространённой, одиннадцатой группе линейный ток на стороне треугольника опережает линейный ток со стороны звезды на 30° (рисунок 4.2, а).

В трансформаторах со схемами соединения обмоток звезда-звезда и треугольник-треугольник токи и совпадают по фазе (рисунок 4.2, а).

Таким образом, для выполнения условия селективности (2) необходимы специальные меры по выравниванию вторичных токов и по значению, а при разных схемах соединения обмоток ( и ) - и по фазе с тем, чтобы поступающие в реле токи были равны.

Компенсация сдвига токов и по фазе осуществляется соединением в треугольник вторичных обмоток трансформаторов тока, установленных на стороне звезды силового трансформатора (рисунок 4.3). Соединение в треугольник обмоток трансформаторов тока должно соответствовать соединению в треугольник обмотки силового трансформатора. Трансформаторы тока, расположенные на стороне треугольника силового трансформатора, соединяются в звезду.

Соединение одной из групп трансформаторов тока в треугольник обеспечивает компенсацию сдвига фаз между вторичными и первичными токами силового трансформатора не только при симметричной нагрузке и трехфазных к. з., но и при любом несимметричном повреждении или нагрузочном режиме.

На рисунке 4.3 изображены векторные диаграммы токов в схеме защиты при нагрузке и внешних трёхфазных коротких замыканиях. Векторы первичных и вторичных токов в трансформаторах тока и силовом трансформаторе показаны на диаграмме совпадающими по фазе. Из диаграммы следует, что токи , и в линейных проводах трансформаторов тока, соединённых в треугольник, сдвигаются относительно соответствующих фазных токов во вторичной и первичной обмотках трансформаторов тока на угол 30°. Токи в проводах второй группы трансформаторов тока , и совпадают по фазе со своими первичными токами и поэтому сдвинуты по отношению к первичному току звезды силового трансформатора, так же как и токи , и на угол 30°. В результате этого токи, поступающие в реле, совпадают по фазе.

Таким образом, соединение одной из групп трансформаторов тока в треугольник обеспечивает компенсацию сдвига фаз между вторичными и первичными токами силового трансформатора не только при симметричной нагрузке и трёхфазных коротких замыканиях, но и при любом несимметричном повреждении или нагрузочном режиме.

Справедливость этого положения наиболее просто доказывается с помощью метода симметричных составляющих. Токи прямой и обратной последовательностей симметричны, и поэтому токораспределение их в схеме защиты полностью соответствует токораспределению при трехфазном коротком замыкании. Следовательно, соединение одной из групп трансформаторов тока в треугольник, а другой - в звезду обеспечивает компенсацию сдвига фаз первичных токов прямой и обратной последовательностей.

Токи нулевой последовательности появляются при коротких замыканиях на землю и могут замыкаться только через обмотку трансформатора, соединённую в звезду, при условии, что её нулевая точка заземлена. Проходя по этой обмотке, токи нулевой последовательности трансформируются в фазы обмотки, соединённые в треугольник (рисунок 4.4).

В контуре треугольника токи каждой фазы циркулируют, не выходя за его пределы. Это означает, что в дифференциальной защите трансформаторов с соединением обмоток звезда-треугольник токи нулевой

последовательности протекают только по трансформаторам тока, установленным со стороны звезды силового трансформатора, что может вызвать неправильную работу защиты. Эта опасность устраняется тем, что на стороне звезды силового трансформатора трансформаторы тока соединяется в треугольник (рисунок 4.4). Тогда при внешнем однофазном коротком замыкании токи , трансформируясь на вторичную сторону трансформаторов тока, замыкаются в контуре треугольника, не попадая в реле.

Таким образом, для компенсации сдвига фаз токов силовых трансформаторов, соединённых по схеме или необходимо трансформаторы тока на стороне звезды соединить в треугольник, а на стороне треугольника -в звезду.

Выравнивание величин вторичных токов в плечах дифференциальной защиты достигается подбором коэффициентов трансформации и трансформаторов тока дифференциальной защиты и параметров специально для этой цели установленных уравнительных промежуточных автотрансформаторов (рисунок 4.5, а) или промежуточных трансформаторов (рисунок 4.5, б).

Коэффициенты трансформации трансформаторов тока и выбираются так, чтобы вторичные токи в плечах защиты были равны согласно (3) при нагрузке и внешних коротких замыканиях. При соединении обмоток силового трансформатора по схеме звезда-звезда условие (3) имеет вид: .

Отсюда следует, что коэффициенты трансформации трансформаторов тока должны удовлетворять условию:

(4)

где - коэффициент трансформации силового трансформатора.

При соединении обмоток силового трансформатора по схеме звезда-треугольник ток в плече, питающемся от трансформаторов тока, включённых в треугольник, равен , а в плече, питающемся от трансформаторов тока, соединённых в звезду: . С учётом этого уравнение (6.8) имеет вид:

(5)

Задаваясь одним из коэффициентов трансформации трансформаторов тока, например , можно найти, пользуясь выражениями (4) или (5), расчётное значение второго , обеспечивающее равенство вторичных токов в плечах защиты. Найденный таким образом коэффициент , как правило, получается нестандартным. Поэтому используются стандартные трансформаторы тока с ближайшим к расчётному значению коэффициентом трансформации, а компенсация оставшегося неравенства осуществляется с помощью выравнивающих автотрансформаторов ATL или трансформаторов TL.

В первом случае (рисунок 4.5, а) в одном из плеч защиты устанавливается ATL. Для выравнивания токов в плечах защиты коэффициент трансформации автотрансформатора подбирается так, чтобы его вторичный ток был равен току в противоположном плече защиты:

Отсюда:

Во втором случае (рисунок 4.5, б) применяется выравнивающий трансформатор TL, который состоит из трёх первичных обмоток. Обмотки и (уравнительные) включаются в плечи защиты, а обмотка (рабочая, называемая также дифференциальной) - по дифференциальной схеме на разность токов Вторичная обмотка питает дифференциальное реле КА. Число витков уравнительных обмоток подбирается так, чтобы геометрическая сумма магнитодвижущих сил всех трёх обмоток в условиях сквозного тока была равна нулю:

(6)

При выполнении этого условия результирующая МДС и магнитный поток в магнитопроводе TL отсутствуют, поэтому ток в дифференциальном реле . В рассмотренной схеме неравенство токов плеч компенсируется магнитным способом. Этот способ компенсации удобно сочетается с дифференциальным реле, включаемым через быстронасыщающийся трансформатор (БНТ).

Токи небаланса в дифференциальной защите трансформаторов.

Как уже было сказано выше токи небаланса в защитах трансформаторов определяются значительно большим числом факторов (при общей защите всех обмоток), чем в защитах генераторов и линий и имеют повышенные значения по сравнению с ними. Рассмотрим подробнее составляющие тока небаланса и методы уменьшения их влияния на работу защиты.

Составляющие тока небаланса

Ток небаланса в дифференциальной защите трансформаторов и автотрансформаторов состоит из следующих составляющих:

составляющей Iнб.т.т, обусловленной различием намагничивающих токов (погрешностей) трансформаторов тока защиты. Ее величина равна геометрической сумме намагничивающих токов трансформаторов тока защиты. Для двухобмоточных трансформаторов и автотрансформаторов

Iнб.т.т = III нам - II нам

Эта составляющая тока небаланса имеет наибольшую величину и является основной;

составляющей Iнб.рег, появляющейся при изменении (регулировании) коэффициента трансформации N силового трансформатора или автотрансформатора. Компенсация неравенства первичных токов, осуществляемая с помощью компенсирующего трансформатора или вспомогательного автотрансформатора, обеспечивается при определенных соотношениях токов обмоток силовых трансформаторов, определяемых их коэффициентом трансформации N. При изменении N компенсация токов нарушается и в дифференциальном реле появляется ток небаланса Iнб.рег. Обычно параметры компенсирующих устройств (щy или nа) подбираются для среднего значения N. При отклонении от него на ±ДN% ток небаланса

где Iскв - сквозной ток, протекающий через трансформатор.

Обычно на силовых трансформаторах и автотрансформаторах предусматриваются ответвления, позволяющие изменить N в пределах ±5% номинального (среднего) значения. У трансформаторов с регулировкой N под нагрузкой ДN = ±10 ? 15%;

составляющей небаланса, возникающей при неточной компенсации неравенства токов плеч. Этот небаланс Iнб.комп появляется в тех случаях, когда регулирующие возможности компенсирующих устройств не позволяют подобрать расчетные значения (щy или nа), необходимые для полной компенсации;

составляющей, обусловленной наличием тока намагничивания Iнам у силового трансформатора. Ток намагничивания нарушает расчетное соотношение между первичным и вторичным токами силового трансформатора, и вызывает ток Iнб.нам = Iнам трансформатора.

В нормальном режиме Iнам силового трансформатора не превышает 1-5% номинального тока; при к. з. ток намагничивания уменьшается; при неустановившемся режиме, связанном с внезапным увеличением напряжения на трансформаторе, ток намагничивания силового трансформатора резко возрастает. В режиме нагрузки и к. з. Iнб.нам обычно не учитывается из-за его малой величины;

Компенсирующие трансформаторы и автотрансформаторы вносят погрешность при трансформации токов плеч, что вызывает появление небаланса. Однако этот небаланс очень мал и поэтому не учитывается.

Из сказанного вытекает, что полный ток небаланса в дифференциальной защите трансформаторов при внешних к. з. определяется в основном Iнб.т.т и Iнб.рег.

В некоторых случаях к ним добавляется ток Iнб.комп вызванный неточностью компенсации неравенства токов в плечах защиты. Таким образом, в общем случае полный так небаланса

Iнб = Iнб.т.т + Iнб.рег + Iнб.комп

Величина тока небаланса в дифференциальных защитах трансформаторов оказывается обычно большей, чем в дифференциальных защитах генераторов и линий, что объясняется наличием дополнительных составляющих в токе небаланса (Iнб.рег и Iпб.комп) и большим абсолютным значением составляющей Iнб.т.т, обусловленной погрешностями трансформаторов тока. Последнее вызывается тремя особенностями, характерными для дифференциальных защит трансформаторов.

Первая из них состоит в конструктивной разнотипности трансформаторов тока, применяемых на стороне высшего и низшего напряжения силовых трансформаторов.

Эти конструктивные решения порождают различие магнитных характеристик трансформаторов тока и их токов намагничивания, что приводит к увеличению разности III нам - II нам Определяющей величины Iнб.т.т.

Особенно резко отличаются характеристики трансформаторов тока, встраиваемых во вводы масляных выключателей (напряжением 35 кВ и выше), от характеристик выносных трансформаторов тока, применяемых на напряжения 10 и 6 кВ.

Второй особенностью дифференциальной защиты трансформаторов является большое сопротивление нагрузки, присоединенной ко вторичным обмоткам трансформаторов тока, и значительное различие сопротивлений плеч.



Сопротивление нагрузки состоит из сопротивления соединительных проводов между трансформатором тока и реле и определяется расстоянием от щита управления, где устанавливаются реле, до распределительных устройств, в которых размещаются трансформаторы тока защиты силовых трансформаторов. Очень часто эти расстояния бывают значительными и неодинаковыми по величине.

Кроме того, нужно учитывать, что сопротивление линейных проводов ложится утроенной нагрузкой на трансформаторы тока, соединенные в треугольник, благодаря чему даже при равенстве длин плеч трансформаторы тока, соединенные в треугольник оказываются более загруженными, чем вторая группа трансформаторов тока, соединяемая в звезду.

Третья особенность имеет место у трехобмоточных трансформаторов, а также у двухобмоточных с двумя выключателями на стороне какой-либо обмотки.

В этих случаях кратности токов при внешних к. з. для различных групп трансформаторов тока дифференциальной защиты получаются неодинаковыми. Через одну группу протекает суммарный ток к. з., в то время как через две другие группы - лишь часть этого тока (рисунок 4.6).

В результате первые трансформаторы тока намагничиваются сильнее, что вызывает резкое увеличение их намагничивающих таков по сравнению с намагничивающими токами двух остальных групп.

Расчетным путем ток небаланса Iнб.т.т оценивается, так же как и в дифференциальной защите генераторов, по приближенной формуле, предполагающей, что при максимальном значении тока внешнего к. з. Iк.з.макс погрешность трансформаторов тока не превышает 10% (0,1). В соответствии с этим

Iнб.т.т = kодн 0,1 Iкз. макс,

где kодн учитывает различие в погрешности трансформаторов тока, образующих дифференциальную схему;

kодн = 0,5 ? 1, при существенном различии условий работы и конструкций трансформаторов тока различие их погрешностей достигает максимального значения, в этом случае kодн принимается равным 1.

С учетом выражений (3) и (4) расчетное значение полного тока небаланса по выражению (2) примет вид:

Iнб = (kодн 0,1 + ДNрег) Iк.з.макс.

Меры для предупреждения действия защиты от токов небаланса.

Предотвращение работы защиты от токов небаланса достигается выбором тока срабатывания защиты Iср > Iнб.

Очевидно, что данное условие ограничивает чувствительность защиты.

Для обеспечения достаточной чувствительности защиты принимаются меры к понижению величины Iнб. Уменьшение токов небаланса, обусловленных погрешностью трансформаторов тока Iнб.т.т, обеспечивается подбором трансформаторов тока и их вторичной нагрузки таким образом, чтобы они не насыщались при максимальном значении тока сквозного к. з. Для обеспечения этого условия трансформаторы тока и их вторичная нагрузка выбираются по кривым 10%-ной погрешности или по характеристикам намагничивания трансформаторов тока.

Хотя указанные меры и позволяют уменьшить ток небаланса (за счет снижения Iнб.т.т), его значение остается все же большим. В связи с этим для повышения чувствительности дифференциальной защиты и вместе с тем для более надежной отстройки от токов небаланса применяются реле, включенные через быстронасыщающиеся вспомогательные трансформаторы, и реле с торможением.

Токи намагничивания силовых трансформаторов при включении под напряжение.

Еще одна особенность трансформаторов, влияющая на надежность защит, которую также необходимо учитывать при построении их защит - токи намагничивания силовых трансформаторов при включении под напряжение или при восстановлении напряжения после отключения внешнего к. з.

Характер изменения токов намагничивания.

При включении силовых трансформаторов под напряжение или при восстановлении на них напряжения после отключения внешнего к. з. в обмотке, питающей трансформатор, возникает резкий бросок тока намагничивания, имеющий затухающий характер (рисунок 4.7). Максимальное значение этого тока в несколько раз превосходит номинальный ток трансформатора.

Резкое возрастание тока намагничивания объясняется насыщением магнитопровода трансформатора. При включении трансформатора под напряжение оно появляется на его обмотке внезапно. Аналогичная картина имеет место на трансформаторе после отключения к. з. при восстановлении напряжения (рисунок 4.8).

Во время к. з. напряжение на трансформаторе понижается в пределе до нуля. После отключения повреждения (точка В) происходит скачкообразное восстановление напряжения на зажимах трансформатора.

В обоих случаях магнитный поток в сердечнике трансформатора устанавливается не сразу. Возникает переходный процесс, сопровождающийся «появлением двух потоков: установившегося Фу и свободного, постепенно затухающего Фсв (рисунок 4.9). Результирующий поток Фт = Фу + Фсв; в начальный момент (t = 0) Фт0 = 0 и поэтому Фсв0 = - Фу0. Во втором полупериоде знаки обоих потоков совпадают и результирующий поток трансформатора достигает максимума Фт.макс.

Установившейся поток Фу отстает от напряжения Uт на 90°, поэтому величина свободного потока Фсв0, а следовательно, и, Фт.макс зависят от фазы Uт и достигают наибольшего значения при включении трансформатора в момент прохождения Uт через нуль. В этом случае без учета затухания Фт.макс = 2Фу. Величина потока Фт.макс может достигать и больших значений, если магнитопровод трансформатора имеет остаточное намагничивание и соответствующий ему поток Фост совпадает по знаку со свободным потоком Фсв. Тогда Фт.макс = (2Фу + Фост) > 2Фу.

При потоках, близких к 2Фу, магнитопровод трансформатора насыщается, что и обусловливает резкий рост (бросок) намагничивающего тока Iнам трансформатора.

Изменение тока Iнам по времени, показанное на рисунке 4.9, характеризуется следующими особенностями:

1. Кривая тока носит асимметричный характер до тех пор, пока Iнам не достигнет установившегося значения.

2. Кривая может быть разложена на апериодическую составляющую и синусоидальные токи различных гармоник. Апериодическая составляющая имеет весьма большое удельное значение.

3. Время затухания токов определяется постоянными трансформатора и сети и может достигать 2-3 сек; чем мощнее трансформатор, тем дольше продолжается затухание.

4. Первоначальный бросок тока может достигать 5-10-кратного значения номинального тока трансформатора.

Кратность броска тока на мощных трансформаторах меньше, чем на маломощных.

Ток намагничивания протекает только по обмотке, включаемой под напряжение (или на которой оно восстанавливается), т. е. так же как протекает ток к. з. при повреждении в трансформаторе, имеющем одностороннее питание. Для предотвращения ложных действий дифференциальной защиты в этих случаях принимаются специальные меры, рассмотренные ниже.

Способы предотвращения работы защиты от бросков тока намагничивания.

Наиболее простым и ранее широко применявшимся являлся способ замедления защиты на время порядка 1 сек. Однако при этом терялось наиболее ценное свойство защиты - ее быстродействие. Применялись и другие, более сложные способы отстройки от токов намагничивания с сохранением быстродействия (блокировки от понижения напряжения, торможение от токов высших гармоник и т. д.).

Опыт эксплуатации показал, что эти способы себя не оправдали; они приводила к усложнению защиты и не давали достаточно надежной отстройки от намагничивающих токов. Поэтому в Советском Союзе указанные способы не рекомендуются к применению.

В настоящее время на территории бывшего СССР самыми распространенными способами отстройки от токов намагничивания являются следующие два:

Первый из них заключается в применении быстронасыщающихся трансформаторов (БНТ), через которые включаются дифференциальные реле. БНТ не пропускают апериодического тока, составляющего значительную часть тока намагничивания, и позволяют, таким образом, надежно отстроить дифференциальные реле от намагничивающих токов.

Второй способ состоит в отстройке тока срабатывания реле от тока намагничивания по величине. На таком принципе выполняется защита, называемая дифференциальной отсечкой.

Преимуществом обоих способов являются: простота, надежность и сохранение основного достоинства дифференциальной защиты - быстроты действия.

Схемы выполнения дифференциальной защиты трансформаторов.



Схемы токовых цепей защиты на трансформаторах с соединением обмоток обычно выполняются с двумя трансформаторами тока, установленными на стороне треугольника силового трансформатора (рисунок 4.10), и с двумя реле. В этой схеме вместо провода отсутствующей фазы В используется нулевой (обратный) провод, в котором, как это следует из токораспределения на рисунке 6, а, проходит геометрическая сумма противоположно направленных токов фаз А и С, т.е. ток, совпадающий по значению и направлению с током отсутствующей фазы В.

Недостатком схемы, приведённой на рисунке 6, а, является то, что она не действует при двойных замыканиях на землю на стороне низкого напряжения в тех случаях, когда точка замыкания на землю в трансформаторе возникает на фазе, не имеющей трансформатора тока. Это повреждение будет отключаться другими защитами трансформатора - максимальной токовой или газовой защитой. Этого недостатка лишена трёхфазная схема (с тремя реле и тремя трансформаторами тока) на стороне треугольника силового трансформатора, которая и применяется на трансформаторах большой и средней мощности. Такая схема, при которой в два раза повышается чувствительность защиты к двухфазным коротким замыканиям на стороне звезды, применяется, в частности, на трёхобмоточных трансформаторах и автотрансформаторах.